大跨徑連續(xù)梁橋減隔震設(shè)計(jì)分析

■蔡隆文

（福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，福州 350004）

大跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋跨徑大、 造價(jià)高，一旦發(fā)生結(jié)構(gòu)性破壞，修復(fù)特別困難，在抗震設(shè)計(jì)中往往需針對(duì)大跨徑連續(xù)梁橋進(jìn)行特殊設(shè)計(jì)。 抗震設(shè)計(jì)一般可分為延性設(shè)計(jì)和減隔震設(shè)計(jì)[1-2]；延性設(shè)計(jì)以橋墩塑性鉸進(jìn)入塑性為代價(jià)，降低結(jié)構(gòu)剛度從而起到耗能和減小地震能量輸入的作用；減隔震設(shè)計(jì)通過減隔震支座滑移起到延長自振周期、減小固定墩有效震動(dòng)質(zhì)量以達(dá)到保護(hù)結(jié)構(gòu)的目的[3-6]。 相對(duì)于修復(fù)塑性鉸，更換減隔震支座更為容易，減隔震設(shè)計(jì)成為廣受歡迎的抗震設(shè)計(jì)方法。 對(duì)于橋墩較矮的大跨徑連續(xù)梁橋，需要設(shè)置支座提高結(jié)構(gòu)適應(yīng)變形的能力以減小結(jié)構(gòu)次內(nèi)力。 延性設(shè)計(jì)對(duì)于支座的水平抗剪強(qiáng)度要求過高，上部質(zhì)量較大的大跨徑連續(xù)結(jié)構(gòu)難以找到適合的盆式支座；減隔震設(shè)計(jì)通常采用鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座、摩擦擺式減隔震支座、黏滯阻尼器等[7]。 鉛芯橡膠支座和高阻尼橡膠支座通用型號(hào)最大承載能力不足20 MN，往往無法滿足大跨徑連續(xù)梁橋的承載力需求。 本文通過對(duì)比分析大跨徑連續(xù)梁橋分別采用抗震盆式支座和摩擦擺減隔震支座2 種情況下結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)，得出結(jié)論可作為設(shè)計(jì)參考和依據(jù)。

1 工程概況

泉南高速公路一座跨徑（68+120+68）m 的大跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁橋，橋梁上跨高速主線，該橋位于地震基本烈度7 度區(qū)，設(shè)計(jì)地震動(dòng)峰值加速度為0.15 g，場地地震動(dòng)反應(yīng)譜特征周期為0.45 s。橋梁寬度12.75 m，上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁，跨中和懸臂端梁高至主墩中心梁高變化值由2.9 m 按二次拋物線變化至7.1 m，箱梁設(shè)計(jì)為單箱單室，懸臂長3.125 m，梁底寬6.5 m，箱梁總重約9000 t。 下部主墩采用實(shí)心墩接承臺(tái)樁基礎(chǔ)，主墩截面3.5 m×6.5 m，邊墩截面2.2 m×6.5 m，主墩高度自左向右分別為9 m 和7 m，邊墩采用薄壁墩接承臺(tái)樁基礎(chǔ)，邊墩高度自左向右分別為25 m 和20 m。主墩配4 根2.5 m 直徑的樁基，邊墩配4 根1.8 m直徑的樁基。

2 模型建立

采用Midas Civil 橋梁分析軟件建立橋梁空間桿系模型，如圖1 所示，上部主梁、下部橋墩、承臺(tái)和樁基礎(chǔ)采用梁單元建立1∶1 模型模擬， 主梁與橋墩之間的支座采用具有非線性特性的一般連接進(jìn)行模擬，橋墩與承臺(tái)、承臺(tái)與樁頂之間采用剛性連接進(jìn)行固結(jié)，以地勘鉆孔資料為依據(jù)，采用“m”法考慮樁土相互作用，通過彈性支承進(jìn)行模擬。

圖1 連續(xù)箱梁有限元模型效果圖

3 地震動(dòng)輸入

設(shè)計(jì)加速度反應(yīng)譜由場地類別、地震動(dòng)加速度峰值、抗震重要性系數(shù)、阻尼比和場地地震動(dòng)反應(yīng)譜特征周期確定，如圖2 所示。 根據(jù)E1、E2 階段的設(shè)計(jì)加速度反應(yīng)譜可各合成3 條對(duì)應(yīng)的隨機(jī)人工時(shí)程地震波作為輸入時(shí)程波。

圖2 地震反應(yīng)譜

4 支座模擬

邊界條件的正確模擬是影響分析結(jié)果可信程度的重要因素。 如圖3 所示，本次對(duì)于抗震盆式支座和摩擦擺減隔震支座采用雙折線模型進(jìn)行模擬，考慮支座摩擦效應(yīng)引起的初始剛度和屈服后剛度，支座參數(shù)詳見表1。 延性設(shè)計(jì)方案中主墩采用豎向承載力30 MN 的抗震盆式支座，邊墩采用4.5 MN 的抗震盆式支座； 減隔震設(shè)計(jì)方案中主墩采用豎向承載力30 MN 的摩擦擺減隔震支座，邊墩采用4.5 MN 的摩擦擺減隔震支座。根據(jù)墩高和縱橫坡合理設(shè)置固定支座和活動(dòng)支座的位置，如圖4 所示。

表1 支座參數(shù)

圖3 支座力學(xué)模型

圖4 支座布置示意

5 結(jié)果分析

分別采用抗震盆式支座和摩擦擺式減隔震支座進(jìn)行地震動(dòng)時(shí)程分析。針對(duì)2 種支座在E1、E2 階段支座和橋墩的地震動(dòng)響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行分析，通過對(duì)比分析明確2 種支座對(duì)橋墩內(nèi)力的影響從而為橋梁抗震設(shè)計(jì)提供參考。 表2 和表3 分別為減隔震支座限位銷剪斷前后的結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性，由數(shù)據(jù)結(jié)果可知，限位銷剪斷前自振周期為1.22 s，限位銷剪斷后結(jié)構(gòu)自振周期延長至2.40 s。 隨著結(jié)構(gòu)自振周期的延長，對(duì)應(yīng)反應(yīng)譜曲線中的加速度峰值有顯著降低，見圖2 中A 點(diǎn)和B 點(diǎn)。

表2 橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性（減隔震支座限位銷剪斷前）

表3 橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性（減隔震支座限位銷剪斷后）

為判斷摩擦擺減隔震支座和抗震盆式支座能否適應(yīng)地震動(dòng)作用下的位移要求， 針對(duì)兩種支座E2 階段最不利滯回曲線結(jié)果進(jìn)行分析。 計(jì)算結(jié)果表明，E2 階段減隔震支座最大水平剪力超過支座水平承載力，支座限位銷將被剪斷。 分析限位銷減斷后的支座響應(yīng)結(jié)果，如圖5（a）、（b）所示的滯回曲線可知，主墩摩擦擺支座最大縱向位移和最大橫向位移分別為5.5 cm 和4.9 cm，對(duì)應(yīng)最大縱向剪力和最大橫向剪力分別為1410 kN 和1582 kN， 支座位移均小于表1 所列位移限值，邊墩摩擦擺支座最大位移和受力也均在容許值范圍內(nèi)，這說明限位銷剪斷后，減隔震支座能夠很好地適應(yīng)地震動(dòng)位移；如圖5（c）、（d）所示的滯回曲線可知，主墩抗震盆式支座最大縱向剪力和最大橫向剪力均達(dá)到支座水平力容許值6000 kN， 這說明抗震盆式支座將發(fā)生屈服。 若要進(jìn)行延性設(shè)計(jì)需確?？拐鹋枋街ё磺?，經(jīng)計(jì)算支座抗剪能力需達(dá)到20000 kN，這顯然是不經(jīng)濟(jì)的，但為了延續(xù)延性設(shè)計(jì)抗震分析，以下計(jì)算均建立在抗震盆式支座水平承載力能滿足要求的前提下進(jìn)行。 此外，為保障結(jié)構(gòu)的安全性，需要在橋墩位置設(shè)計(jì)限位構(gòu)造。

圖5 E2 階段主墩支座滯回曲線

由表4 可知， 在E1 地震工況下摩擦擺減隔震支座的橋墩地震響應(yīng)結(jié)果均略大于抗震盆式支座，這是由于前者初始剛度較大所致；采用抗震盆式支座和摩擦擺減隔震支座橋墩內(nèi)力和墩頂位移值趨于一致，這是由于結(jié)構(gòu)和支座均處于彈性工作狀態(tài)，結(jié)構(gòu)邊界條件相似。 因而，抗震分析中，普遍更關(guān)注E2工況的地震響應(yīng)。

表4 E1 橋墩地震響應(yīng)

由表5 可知，E2 地震工況下減隔震支座限位銷剪斷后縱橫向剪力和彎矩均勻分布于各墩，而抗震盆式支座固定墩（2# 主墩）順橋向的彎矩和剪力較為集中，其值明顯大于其他活動(dòng)墩，主墩頂縱向位移值達(dá)到3.2 cm 是減隔震設(shè)計(jì)墩頂位移的4 倍。

表5 E2 橋墩地震響應(yīng)

由結(jié)果對(duì)比可知，E2 地震工況下采用減隔震支座相比于采用抗震盆式支座，2# 主墩順橋向墩底彎矩減小67.8%，順橋向墩底剪力減小77.5%，順橋向墩頂位移減小78.6%。 1# 主墩的墩底順橋向彎矩、剪力和墩頂位移減小約60%。 0#邊墩順橋向墩底彎矩、剪力和墩頂位移減小約40%，3# 邊墩順橋向墩底彎矩、 剪力和墩頂位移減小約30%，1#、2#主墩和0#、3# 邊墩橫橋向墩底彎矩、剪力和橫橋向墩頂位移減小超過34%。減隔震支座在E2 工況下，支座限位銷被剪斷后，限位方向約束解除，對(duì)下部結(jié)構(gòu)起到減隔震作用。

為判斷橋墩潛在塑性鉸是否屈服，由墩底截面的彎矩—曲率曲線（如圖6 所示），可得到各墩的等效屈服彎矩，數(shù)據(jù)見表6。 E2 地震工況下采用延性設(shè)計(jì)2# 墩的順橋向彎矩值為152896 kN·m， 超過其等效屈服彎矩136538.2 kN·m， 表明采用延性設(shè)計(jì)2#墩底將屈服并形成塑性鉸，從而起到耗能和延長自振周期的作用，進(jìn)而需要針對(duì)2#墩進(jìn)行延性抗震設(shè)計(jì)，驗(yàn)證墩頂位移能否滿足容許位移要求，同時(shí)確保能力保護(hù)構(gòu)件承載能力達(dá)到要求。 計(jì)算結(jié)果表明，2#墩延性設(shè)計(jì)墩頂位移能夠滿足要求， 并且采用延性設(shè)計(jì)和減隔震設(shè)計(jì)方案，橋梁樁基承載能力均滿足要求，限于篇幅不展開論述。

圖6 2# 主墩順橋向墩底截面彎矩-曲率曲線

表6 墩底截面等效屈服彎矩匯總

采用減隔震支座的地震動(dòng)響應(yīng)結(jié)果表明，各墩彎矩和剪力分布較為均衡，橋墩均處于彈性狀態(tài)且存在一定的安全儲(chǔ)備余量。 顯然采用延性設(shè)計(jì)震后修復(fù)塑性鉸的代價(jià)遠(yuǎn)高于減隔震設(shè)計(jì)震后更換減隔震支座。 由于主墩剛度較大，為使其達(dá)到屈服，對(duì)抗震盆式支座的水平抗剪能力提出了較高的要求，其經(jīng)濟(jì)性也是不可取的，并且盆式支座一旦發(fā)生破壞，結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)情況無法預(yù)測，對(duì)結(jié)構(gòu)安全極為不利[8]。

6 結(jié)論

本文依托大跨徑連續(xù)箱梁的設(shè)計(jì)實(shí)例，對(duì)大跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋延性設(shè)計(jì)和減隔震設(shè)計(jì)2種設(shè)計(jì)思路進(jìn)行對(duì)比分析，得到了以下結(jié)論：

（1）地震區(qū)大跨連續(xù)梁橋的減隔震設(shè)計(jì)能有效延長結(jié)構(gòu)自振周期， 使各墩共同參與地震響應(yīng)內(nèi)力分配，減小下部結(jié)構(gòu)地震力；（2）對(duì)于矮胖型主墩的大跨連續(xù)梁橋采用抗震盆式支座時(shí)，固定墩內(nèi)力集中，墩頂位移較大，抗震盆式支座需要抵抗較大的水平力， 相比之下減隔震支座地震響應(yīng)全過程力學(xué)性能明確，能有效彌補(bǔ)抗震盆式支座的短板；（3）減隔震設(shè)計(jì)相對(duì)于延性設(shè)計(jì)，固定墩順橋向內(nèi)力減小65%以上，其余各墩的內(nèi)力值也均有減小，橫橋向各墩內(nèi)力減小30%以上。各墩均處于彈性工作狀態(tài)且均有一定的安全儲(chǔ)備，墩頂位移值均在合理范圍內(nèi)；（4）當(dāng)結(jié)構(gòu)和支座處于彈性工作狀態(tài)時(shí)，采用抗震盆式支座和摩擦擺減隔震支座的結(jié)構(gòu)地震動(dòng)響應(yīng)特性相近。